正交异性板钢桥质量轻、承载能力强、抗风抗震性能好等优点，是实现跨径突破的首选结构形式^[1-2]。然而，正交异性钢桥面板构造细节受应力集中、焊接残余应力作用^[3-4]，易于萌生疲劳裂纹，特别是早期设计和焊接工艺欠妥，一些运营了10余年的正交异性钢桥面板产生了开裂问题^[5-6]。

目前，国内外学者在改善正交异性钢桥面板疲劳性能的两个方向：一是提高面板刚度，如邵旭东等^[7]提出的钢-RPC桥面板结构，它基本可以解决面板构造细节的开裂问题，但赵华等^[8]也指出钢-RPC对降低切口应力水平作用有限。二是减少构造细节数量和应力集中程度，如张清华等^[9]在大纵肋正交异性钢桥面板结构形式的研究，它可以省去切口，但同时又增加了其他新的构造细节；王春生等^[10-11]提出的桥面板冷维护技术，通过增加局部横隔板厚度减小切口应力水平，他认为切口形态是决定切口应力分布的关键因素；祝志文等^[12]指出切口半径越小，应力集中程度越大。理论上扩大切口可以缓解应力集中程度，但黄炎等^[13]和唐亮等^[14]发现横隔板主要发生面内变形，因而，扩大切口对横隔板的削弱，又不利于切口的疲劳性能。

为探明扩大切口的实际效用，本研究通过有限元分析和现场疲劳试验，对比研究了扩大前后的切口应力响应，并进行了疲劳寿命评估，为该桥切口止裂方案提供了重要依据，也可为横隔板切口的设计和维护提供重要参考。

平胜桥为独塔自锚式分离式钢箱梁斜拉桥，2006年底建成通车后成为广佛经济圈内的重要交通枢纽。该桥动态称重系统数据表明^[15]，货车通行总量大，超载严重，并沿重车道集中，造成相应轮迹线下切口已出现疲劳开裂问题。研究发现^[12]，原设计切口(以下简称“设计切口”)存在强烈的应力集中，形成了显著的非线性应力峰值，有限元分析和现场疲劳试验均表明设计切口的疲劳寿命仅有10多年左右，与实际开裂情况一致。随后在设计切口裂纹尖端开设止裂孔，如图 1(a)所示，但止裂效果有限。为缓解设计切口应力集中程度，有关单位尝试扩大切口半径(以下简称“扩大切口”)来降低非线性应力峰值，并在实桥建立了试验段，如图 1(b)所示。

图 1 切口疲劳裂纹 Fig. 1 Fatigue cracks of cutout

钢箱梁构造尺寸详见参考文献[12]和图 2，相邻纵肋中心间距为600 mm。设计切口上段圆弧半径为10 mm，下段圆弧半径为40 mm，扩大切口上段圆弧半径增大到了35 mm，下段半径也扩大到了50 mm，两类切口纵肋底部与横隔板的间隙高度均为20 mm。

图 2 正交异性钢桥面板构造(单位：mm) Fig. 2 Structure of orthotropic steel bridge deck(unit:mm)

本研究采用ANSYS建立不同切口型式对应的钢箱梁节段多尺度有限元模型，钢箱梁模型总长24 m，约束钢箱梁北端(N)的横桥向和纵桥向平动自由度，并约束南端(S)的横桥向平动自由度。正交异性钢桥面板子模型截取箱梁模型中3^#车道西侧轮迹线下横桥向4个纵肋、纵桥向4个箱梁截断范围，全局采用高分辨的结构化网格划分，纵肋由东(E)向西(W)分别编号为R17，R18，R19和R20，见图 3。

图 3 有限元模型 Fig. 3 FE models

通过动态称重系统车流数据分析，作者提出了车辆总重为365 kN的重车道疲劳车模型，见图 4，相应加载疲劳评估结果见参考文献[15]。

图 4 重车道疲劳车模型 Fig. 4 Fatigue truck model in heavy traffic lane

两类切口的加载工况相同：将设计切口和扩大切口横向加载工况分别以L_A和L_B表示，见图 5(a)，定义轮载中心与桥面系模型横桥向原点的距离d。重点关注3个典型的横桥向加载工况^[3]：正肋式(L_A1和L_B1)、跨肋式(L_A 2和L_B2)，以及肋间式(L_A3和L_B 3)。以疲劳车模型三联轴中轴为参照，从前轮上桥面板开始模拟疲劳车匀速移动到三联轴后轴落在子模型正南端，移动步距为12 cm，共216个纵向加载工况，见图 5(b)。

图 5 疲劳车模型加载位置 Fig. 5 Loading positions of fatigue truck model

依据AASHTO LRFD规范，采用名义应力法提取切口最大主应力，并采用相同方法开展现场疲劳试验^[12]。疲劳裂纹集中位置R19-E侧3个典型工况下的切口应力对比见图 6，正交异性钢桥面板的局部效应显著，两类切口的应力响应特征基本一致，扩大切口的应力水平要比设计切口稍大。最不利工况为横向跨肋式作用在R19纵肋，纵向三联轴中心距横隔板36 cm左右时，设计切口和扩大切口的应力分别为-67.1，-72.8 MPa，可见扩大切口的名义应力水平并没有降低。

图 6 切口应力响应 Fig. 6 Stress responses of cutout

通过提取单元南北两面的应力来计算切口面内、面外应力分量^[16-18]。

提取两类切口最不利工况下R19-E的面内面外应力见图 7，两类切口均以面内应力为主，面外应力占比很小，设计切口和扩大切口的最大面内应力分别为-65.1，-71.6 MPa，扩大切口比设计切口的面内应力增大了约10%；而两者面外应力仅在4 MPa左右，仅占到了总应力的5%左右，可忽略不计。顶板可视为支撑在横隔板上的弹性连续梁，扩大切口减小了承载面积，面内应力有所增大。因此，应控制切口尺寸，避免削弱横隔板。

图 7 切口面内面外应力 Fig. 7 In-plane and out-of-plane stresses of cutout

图 8所示为最不利工况下扩大切口横隔板的应力云图，相对设计切口横隔板，扩大切口横隔板从刚性梁变成了柔性梁，荷载传递范围有所扩大，一定程度上缓解了切口的应力集中，但横隔板的净截面面积缩小，不利于它的受力。

图 8 扩大切口横隔板应力云图(单位：MPa) Fig. 8 Stress nephograms of floorbeam with enlarged cutout(unit: MPa)

随机车流下的现场疲劳试验选择相隔两个箱梁的非吊杆横隔板开展，其中D108为设计切口，D106为扩大切口，见图 9(a)，共同选择在3^#重车道右侧轮迹线下纵肋R19东侧(R19-E)切口南北两面对称布置应变片，见图 9(b)。

图 9 测点布置(单位：cm) Fig. 9 Layout of measuring points (unit: cm)

采用DH-3820动态采集系统，设定100 Hz采样频率，监测现场见图 10，其中，D106北面和南面的测点编号分别为1~11，1~12；D108北面和南面的测点编号分别为3~11和3~12，见图 10。

图 10 现场监测测点布置 Fig. 10 Layout of measuring points under field monitoring

扩大切口南北两面的24 h应力响应时程见图 11，扩大切口也表现为压应力响应，这主要与我国采用刚性的高横隔板有关，两者的应力响应特征基本一致，但南面的应力要稍小于北面，一是说明货车很少有变道行为，二是说明切口的应力面外分量很小。王春生等^[11]研究表明轮载压应力耦合焊接残余拉应力就会导致切口的疲劳开裂。

图 11 扩大切口24 h应力时程 Fig. 11 Twenty-four hours stress time-history of enlarged cutout

两类切口的应力对比图 12，可见与有限元分析结果相似，两者的响应特征和应力水平基本一致，一是说明横隔板高度一定情况下，切口的响应特征与切口形状无关，均只能识别车辆中的轴组；二是说明刚性横隔板的面外变形较小，不是切口开裂的主要原因；三是说明扩大切口无法改善设计切口的疲劳性能，并且现场条件无法保证切割和打磨质量，不利于切口的疲劳性能。

图 12 切口峰值响应 Fig. 12 Peak response at cutout

由相应的面内面外应力响应峰值对比见图 12，与有限元结果吻合，两者均受面内应力控制，面外应力所占比重很小，扩大切口减小了横隔板的净截面面积，面内应力有所增加，面外应力不是切口开裂的原因。

图 13 切口峰值面内面外应力 Fig. 13 In-plane and out-of-plane stresses of cutout

D106横隔板扩大切口应力谱及相应等效应力幅和加载次数见图 14，可见扩大切口的应力谱同样服从正态分布，其应力幅分布区间范围较广，最大应力幅值均超过了200 MPa，这与该桥货车超载严重有关。北面测点等效应力幅和应力循环次数均要比南面对称布置的测点稍大，这主要是与车辆行驶方向有关。

图 14 切口应力谱和等效应力幅 Fig. 14 Stress spectrum and effective stress range of cutout

根据AASHTO LRFD对切口进行疲劳寿命评估见表 1，表中S_max为最大应力幅；S_reff为等效应力幅；∑n_i为应力循环次数；CAFL为常幅疲劳极限；Y为疲劳寿命；本研究考虑切口边缘光洁度分别按A等级和B等级对切口进行评估，切口的疲劳寿命在7~14 a左右。超载是造成该桥切口开裂的主要原因，横隔板厚度偏薄以及切口形式欠妥是造成切口应力水平较大的重要原因。所以，建议采用王春生等^[11]提出的冷维护技术，或将桥面铺装更换成邵旭东等^[7]提出的钢-RPC组合结构。

(1) 设计切口和扩大切口的响应特征基本一致，说明切口的响应特征与切口形状无关，仅与横隔板高度有关，但应力响应水平与切口的形式、尺寸以及横隔板高度均有关。

(2) 扩大切口比设计切口的应力有所增大，这是由于横隔板受面内变形主导，面外变形较小，扩大切口减小了横隔板面积，使面内应力增大了10%，面外应力变化可以忽略不计。

(3) 扩大切口无法提高切口的疲劳性能，甚至因现场加工条件有限而造成切口疲劳性能的降低，本研究不推荐采用这样的方式进行切口加固。

(4) 试验结果表明，切口的疲劳寿命只有7到14年左右，评价结果与实桥开裂情况吻合，主要还是超载货车导致，并且横隔板厚度偏薄、切口形状欠妥、焊接质量较差也影响了切口的疲劳性能。

(5) 本研究结果还需实桥持续观测证明，今后可对横隔板厚度和切口形状进一步研究，为切口加固提供更适合的方案。